煤礦乏風(fēng)瓦斯熱逆流氧化床的阻力特性研究

王鵬飛馮 濤，2李石林，2馬平原

1.湖南科技大學(xué)能源與安全工程學(xué)院 2.“煤炭資源清潔利用與礦山環(huán)境保護(hù)”湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·湖南科技大學(xué)

煤礦乏風(fēng)瓦斯熱逆流氧化床的阻力特性研究

王鵬飛1馮 濤1，2李石林1，2馬平原1

1.湖南科技大學(xué)能源與安全工程學(xué)院 2.“煤炭資源清潔利用與礦山環(huán)境保護(hù)”湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室·湖南科技大學(xué)

王鵬飛等.煤礦乏風(fēng)瓦斯熱逆流氧化床的阻力特性研究.天然氣工業(yè)，2012，32（6）：73-77.

熱逆流氧化是實(shí)現(xiàn)煤礦乏風(fēng)低濃度瓦斯減排和有效利用的主要技術(shù)之一。為了掌握熱逆流氧化床的阻力特性，更好地為其設(shè)計(jì)提供理論參考依據(jù)，借助Fluent計(jì)算流體力學(xué)軟件，對(duì)熱逆流氧化床阻力特性開展了相關(guān)的數(shù)值研究，得出以下主要結(jié)論：①伴隨氣體溫度和流速在氧化床內(nèi)變化，氧化床的壓強(qiáng)梯度也發(fā)生劇烈變化。在預(yù)熱段，壓強(qiáng)梯度的絕對(duì)值沿氣體流動(dòng)方向增加；而在反應(yīng)段內(nèi)，壓強(qiáng)梯度基本保持不變；反應(yīng)產(chǎn)生的氣體進(jìn)入蓄熱段后，溫度不斷下降，壓強(qiáng)梯度的絕對(duì)值也隨之下降。②氧化床阻力在前半周期內(nèi)隨時(shí)間增加而不斷降低；進(jìn)入后半周期，氧化床阻力開始回升，到后半周期結(jié)束時(shí)恢復(fù)到該周期開始時(shí)的阻力值；隨著氣流方向的周期改變，氧化床阻力以V型波的形式呈現(xiàn)周期性變化。③氧化床的壓強(qiáng)損失隨著乏風(fēng)量的增加幾乎呈線性增加、隨著乏風(fēng)瓦斯中甲烷濃度的升高而增加、隨著蜂窩陶瓷孔隙率的增大而降低，而換向半周期對(duì)氧化床的壓強(qiáng)損失幾乎沒(méi)影響。

煤礦 乏風(fēng)瓦斯 熱逆流 氧化床 數(shù)值模擬 阻力 壓強(qiáng)梯度 影響因素

煤礦乏風(fēng)瓦斯很難利用傳統(tǒng)燃燒器在沒(méi)有輔助燃料的情況下直接進(jìn)行燃燒。目前，熱逆流氧化技術(shù)是實(shí)現(xiàn)煤礦乏風(fēng)有效回收利用的主要技術(shù)之一，其工作原理是采用蓄熱氧化床實(shí)現(xiàn)氣固之間的能量傳輸和轉(zhuǎn)移［1－3］。為此，筆者通過(guò)數(shù)值模擬，分析了氧化床阻力與各因素之間的關(guān)系，為系統(tǒng)裝置結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)和高效運(yùn)行提供參考。

1 煤礦乏風(fēng)瓦斯熱逆流氧化原理

熱逆流氧化裝置原理如圖1所示，裝置啟動(dòng)時(shí)，由電加熱元件將氧化床預(yù)熱，使中央溫度達(dá)到點(diǎn)火溫度（800℃），煤礦乏風(fēng)瓦斯以一個(gè)方向流入并通過(guò)氧化床，氣體被熱交換介質(zhì)（蜂窩陶瓷蓄熱體）加熱，溫度不斷提高，直至甲烷氧化。氧化的熱氣體繼續(xù)向氧化床的另一端移動(dòng)，把熱量傳遞給熱交換介質(zhì)而逐漸降溫。隨著氣體的不斷進(jìn)入，氧化床入口一側(cè)溫度逐漸降低，出口一側(cè)溫度逐漸升高，在入口側(cè)沒(méi)有足夠的熱量將氣體加熱到氧化溫度以前，氣體流動(dòng)發(fā)生反轉(zhuǎn)。該氧化裝置的關(guān)鍵是將送入氧化床中的氣體不斷變換流動(dòng)方向，使氣體在蓄熱體中吸熱升溫，以保證氧化過(guò)程的自維持［4－7］。同時(shí)，在裝置中部安裝換熱器將反應(yīng)的部分熱量進(jìn)行回收，用于生產(chǎn)熱水或發(fā)電。

圖1 熱逆流氧化裝置原理示意圖

2 相關(guān)數(shù)學(xué)模型的建立

2.1 計(jì)算模型

模擬計(jì)算對(duì)象為自行設(shè)計(jì)的煤礦乏風(fēng)瓦斯熱逆流

氧化裝置，裝置設(shè)計(jì)乏風(fēng)瓦斯處理能力為500 m3／h，其蓄熱氧化床為臥式結(jié)構(gòu)，氣流在氧化床內(nèi)左右流動(dòng)。氧化床尺寸為2.0 m（長(zhǎng)）×0.8 m（寬）×0.8 m（高），由若干塊規(guī)格相同的方形蜂窩陶瓷填充而成。由于氧化床內(nèi)的氣流通道分布均勻，氣流通道當(dāng)量直徑遠(yuǎn)小于氧化床尺度，所以可以把蓄熱氧化床看做均勻多孔介質(zhì)，采用當(dāng)量連續(xù)法進(jìn)行模擬計(jì)算［8］。

2.2 控制方程組

乏風(fēng)瓦斯熱逆流氧化反應(yīng)的模擬涉及熱傳導(dǎo)、對(duì)流、輻射和化學(xué)反應(yīng)等諸多方面，如果對(duì)其過(guò)程進(jìn)行詳盡模擬，則運(yùn)算量較大，為簡(jiǎn)化起見(jiàn)特做如下假設(shè)［9］：

1）蜂窩陶瓷有著良好的導(dǎo)熱性和輻射能力，而且整個(gè)氧化床絕熱性能良好，氧化床內(nèi)溫度分布均勻，故可將此問(wèn)題簡(jiǎn)化為一個(gè)一維問(wèn)題。

2）蜂窩陶瓷擁有較大的比表面積，氣體和固體間的對(duì)流換熱系數(shù)足夠大，氣體和固體間存在著局部熱平衡，即在任一處它們的溫度相等（單溫度模型）。

3）多孔介質(zhì)為光學(xué)厚介質(zhì)。

4）將化學(xué)反應(yīng)簡(jiǎn)化為單步總體反應(yīng)。

2.3 內(nèi)部阻力系數(shù)（Cx）的推導(dǎo)

多孔介質(zhì)模型的動(dòng)量方程是在標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)量方程的基礎(chǔ)上添加動(dòng)量源項(xiàng)而成，源項(xiàng)包括滲透損失和內(nèi)部損失2個(gè)部分，即

式中Si是i（x，y，z）動(dòng)量方程的源項(xiàng)；｜v｜是速度大小；D和C是矩陣。動(dòng)量源項(xiàng)對(duì)多孔介質(zhì)區(qū)域的壓力梯度有影響，生成一個(gè)與速度成正比的壓降。

在各向同性多孔介質(zhì)簡(jiǎn)單情況下，則

式中μ為黏性系數(shù)；α為滲透性；Cx為內(nèi)部阻力系數(shù)。

如果模擬為穿孔板或者管道堆，則其動(dòng)量方程可以消除滲透項(xiàng)而只用內(nèi)部損失項(xiàng)，即乏風(fēng)瓦斯在蜂窩陶瓷通道中的流動(dòng)可以看成為管道堆中多孔介質(zhì)的流動(dòng)，從而可以得出蜂窩陶瓷沿長(zhǎng)度方向上的動(dòng)量源項(xiàng)為：

式中vx中為氣體通過(guò)氧化床蜂窩陶瓷的表觀流速；ρx為當(dāng)?shù)貧怏w密度。

本文參考文獻(xiàn)［11］中對(duì)蜂窩陶瓷阻力損失進(jìn)行了理論研究，得出了方形通道蜂窩體熱態(tài)下的阻力損失為：

式中υ0是進(jìn)口乏風(fēng)瓦斯的速度；a是蜂窩陶瓷方形通道邊長(zhǎng)；T0和μ0分別代表進(jìn)口乏風(fēng)瓦斯的溫度和黏性系數(shù)。

根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程有：

聯(lián)合式（9）～（12），可以推導(dǎo)出方形通道蜂窩體內(nèi)部阻力系數(shù)為：

式中ρ0為氧化床進(jìn)口乏風(fēng)瓦斯的密度。已知乏風(fēng)瓦斯的溫度T0＝300 K，則μ0＝1.86×10－5，ρ0＝1.07 kg／m3，代入式（13）可得出：

采用同樣的方法可以推導(dǎo)出其他通道形狀的蜂窩陶瓷的內(nèi)部阻力系數(shù)，在Fluent中通過(guò)UDF程序定義內(nèi)部阻力系數(shù)，僅選取方形通道蜂窩陶瓷填充的氧化床進(jìn)行研究。

2.4 邊界條件

計(jì)算區(qū)域取為長(zhǎng)度為2 m的多孔介質(zhì)區(qū)域，氧化床中間換熱器段暫不考慮，邊界條件簡(jiǎn)化為：

2.5 初始條件和求解

借助Fluent軟件對(duì)煤礦乏風(fēng)瓦斯熱逆流氧化過(guò)程進(jìn)行求解。求解時(shí)，把氧化床初始溫度設(shè)置為試驗(yàn)熱啟動(dòng)結(jié)束時(shí)氧化床溫度分布函數(shù)，在Fluent中通過(guò)導(dǎo)入U(xiǎn)DF程序來(lái)實(shí)現(xiàn)氧化床溫度場(chǎng)的初始化。將氧化床一端設(shè)置為速度入口邊界，另一端為壓力出口邊界，持續(xù)半個(gè)周期進(jìn)行換向，將原壓力出口變?yōu)樗俣热肟?，入口速度大小、方向以及氣體組分與上半個(gè)周期一樣；原速度入口變?yōu)閴毫Τ隹?，出口參?shù)設(shè)置與前半個(gè)周期相同。這樣混合氣體在氧化床內(nèi)的一正一逆持續(xù)流動(dòng)的時(shí)間組成一個(gè)換向周期，如此循環(huán)進(jìn)行，直至進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)［12］。

3 結(jié)果與分析

3.1 氧化床阻力的基本特性

圖2 氧化床溫度和混合氣體速度分布圖

圖2為氧化床進(jìn)入穩(wěn)定運(yùn)行后，任意一個(gè)周期結(jié)束時(shí)氧化床溫度和混合氣體速度分布圖，模擬時(shí)不考慮熱損失的影響。從圖2可以看出，該工況參數(shù)下（換向半周期為4 min，乏風(fēng)量為480 m3／h，乏風(fēng)甲烷濃度為0.5%），氧化床溫度基本成梯形分布，沿氧化床長(zhǎng)度方向可以將其分為3個(gè)區(qū)段，即預(yù)熱段、反應(yīng)段及蓄熱段［13］。圖3為對(duì)應(yīng)時(shí)刻的氧化床壓強(qiáng)梯度及壓強(qiáng)損失分布圖。從圖3可以發(fā)現(xiàn)，伴隨氧化床溫度和氣體流速沿氧化床高度方向變化，氣體所受到的阻力也發(fā)生劇烈變化?？拷趸策M(jìn)口段的氧化床溫度和氣體流速沿氣體流動(dòng)方向逐漸升高，壓強(qiáng)梯度的絕對(duì)值也隨之升高，且增加幅度不斷加大；在氧化床中間段的溫度和氣體流速沿氣流運(yùn)動(dòng)方向基本保持不變，壓強(qiáng)梯度也保持不變；隨著氣體往氧化床端頭移動(dòng)，氣體溫度和速度不斷下降，壓強(qiáng)梯度的絕對(duì)值也隨之下降。圖4為氧化床進(jìn)入穩(wěn)定運(yùn)行后，任意周期內(nèi)氧化床阻力的動(dòng)態(tài)變化圖。由圖4可以看出，在前半周期內(nèi)，氧化床阻力不斷下降；進(jìn)入后半周期后，氧化床阻力隨時(shí)間開始回升，到后半周期結(jié)束時(shí)恢復(fù)到該周期開始時(shí)的阻力值。圖5為氧化床阻力動(dòng)態(tài)變化圖，從圖5可看出，隨著氣流方向的周期改變，氧化床的阻力以V型波的形式呈現(xiàn)周期性變化。

圖3 氧化床壓強(qiáng)損失和壓強(qiáng)梯度分布圖

圖4 氧化床阻力在周期內(nèi)的變化圖

3.2 氧化床阻力的影響因素

3.2.1 處理乏風(fēng)量對(duì)氧化床阻力損失的影響

圖5 氧化床阻力動(dòng)態(tài)變化圖

圖6 處理乏風(fēng)量對(duì)出口溫度及壓強(qiáng)損失的影響圖

氧化床處理乏風(fēng)量的大小直接關(guān)系到氧化床蜂窩陶瓷格孔內(nèi)氣流速度的大小，也會(huì)影響到氧化床蜂窩陶瓷內(nèi)氣體和壁面的熱交換過(guò)程，同時(shí)也影響到整個(gè)氧化床內(nèi)的壓強(qiáng)損失。圖6為乏風(fēng)甲烷濃度為0.5%、換向半周期為2 min工況下，某一個(gè)周期內(nèi)的平均壓強(qiáng)損失和平均出口溫度隨乏風(fēng)量的變化圖（以下壓強(qiáng)損失和出口溫度均為周期內(nèi)的平均值）。從圖6可以看出，隨著處理乏風(fēng)量的增加，氧化床壓強(qiáng)損失幾乎呈線性增加，而出口溫度變化并不明顯，乏風(fēng)量由360 m3／h增加到840 m3／h時(shí)，出口溫度僅提高了14℃。對(duì)于結(jié)構(gòu)尺寸一定的氧化床，提高乏風(fēng)量，雖然增加了其處理乏風(fēng)的能力，但氧化床壓強(qiáng)損失和出口溫度都有所提高，既增加了風(fēng)機(jī)能耗，又降低了熱量回收率，同時(shí)，流速增加也會(huì)導(dǎo)致乏風(fēng)中部分瓦斯來(lái)不及參與反應(yīng)而直接排走，降低了乏風(fēng)中瓦斯的氧化率。因此，應(yīng)合理選擇氧化床的處理乏風(fēng)量。

3.2.2 甲烷濃度對(duì)氧化床壓強(qiáng)損失的影響

圖7 乏風(fēng)甲烷濃度對(duì)出口溫度及壓強(qiáng)損失的影響圖

圖7給出了氧化床壓強(qiáng)損失和出口溫度隨進(jìn)口乏風(fēng)甲烷濃度的變化圖，模擬時(shí)保持上述模擬換向半周期（2 min）不變，將乏風(fēng)量設(shè)置為480 m3／h。從圖7壓強(qiáng)損失變化曲線可以看出，氧化床壓強(qiáng)損失隨乏風(fēng)中甲烷濃度的增大而增加。在乏風(fēng)量一定的情況下，乏風(fēng)中甲烷濃度越大輸入氧化床的熱值也就越高，氧化床溫度峰值及整體溫度也隨之提高，而氧化床壓強(qiáng)損失和其溫度密切相關(guān)，氧化床溫度越高氣體通過(guò)時(shí)的黏性系數(shù)越大，其壓強(qiáng)損失也隨之增加。乏風(fēng)中甲烷濃度越高，反應(yīng)放出的熱量越多，而蜂窩陶瓷的蓄熱能力是有限的，當(dāng)增大乏風(fēng)甲烷濃度時(shí)，反應(yīng)產(chǎn)生的熱量來(lái)不及被蜂窩陶瓷吸收即被排出，導(dǎo)致氧化床出口溫度升高。

3.2.3 換向半周期對(duì)氧化床壓強(qiáng)損失的影響

圖8描述的是換向半周期與氧化床壓強(qiáng)損失及出口溫度之間的關(guān)系（乏風(fēng)量為480 m3／h，甲烷濃度為0.5%）。由圖8可知，隨著換向時(shí)間的延長(zhǎng)，壓強(qiáng)損失和出口溫度均有所提高，但壓強(qiáng)損失增加不明顯。換向半周期從1 min延長(zhǎng)至6 min，壓強(qiáng)損失僅僅提高了4 Pa，而出口溫度提高了將近60℃?？梢?jiàn)，換向半周期對(duì)氧化床壓強(qiáng)損失幾乎沒(méi)影響，而對(duì)出口溫度有顯著影響。隨著換向半周期的延長(zhǎng)，氧化床進(jìn)口段溫度下降劇烈，反應(yīng)區(qū)和高溫區(qū)向下游移動(dòng)，出口溫度升高，從尾氣帶走的熱量增加?？梢?jiàn)，在一定范圍內(nèi)，半周期越短，氧化床出口溫度越低，越有利于提高能量的利用效率。而實(shí)際中，如果換向半周期過(guò)小，會(huì)導(dǎo)致大量乏風(fēng)在換向時(shí)沒(méi)來(lái)得及氧化而直接被吹走，同時(shí)，考慮到設(shè)備的使用壽命，氧化床換向半周期不宜太?。?4］。

圖8 換向半周期對(duì)出口溫度及壓強(qiáng)損失的影響圖

3.2.4 孔隙率對(duì)氧化床壓強(qiáng)損失的影響

在煤礦乏風(fēng)甲烷濃度為0.5%、風(fēng)量為480 m3／h的工況下，不同孔隙率蜂窩陶瓷組成的氧化床壓強(qiáng)損失及出口溫度變化曲線如圖9所示。從圖9可以看出，氧化床壓強(qiáng)損失隨著孔隙率的增大而顯著降低，孔隙率由0.50增大到0.70時(shí)，壓強(qiáng)損失由220 Pa降低到143.6 Pa，降低了35%。多孔介質(zhì)孔隙率是多孔介質(zhì)空隙所占的份額，孔隙率增大，單位體積的空隙增大，氧化床的流通能力加強(qiáng)，其壓強(qiáng)損失將降低。

圖9 氧化床孔隙率對(duì)出口溫度及壓強(qiáng)損失的影響圖

從圖9的氧化床出口溫度變化曲線可以發(fā)現(xiàn)，孔隙率的變化對(duì)出口溫度影響不大，孔隙率由0.50增大到0.70時(shí)，出口溫度僅僅升高了5℃。這個(gè)模擬結(jié)果的可信度與單溫度模型的缺點(diǎn)有關(guān)。在單溫度模型中，總是假設(shè)多孔介質(zhì)中固體與氣體之間換熱充分，因而，固體與氣體溫度處處相等。而實(shí)際上，多孔介質(zhì)的固體與氣體之間的換熱取決于換熱面積及氣固之間的對(duì)流換熱系數(shù)。改變孔隙率時(shí)，多孔介質(zhì)的換熱面積也必然會(huì)改變，這時(shí)，出口溫度不僅決定于多孔介質(zhì)的孔隙率改變了多少，還與多孔介質(zhì)的換熱面積改變了多少有關(guān)。但是，由于單溫度模型最根本的假設(shè)是多孔介質(zhì)中固體與氣體之間的換熱效果極好，所以換熱面積和對(duì)流換熱系數(shù)在模型中完全體現(xiàn)不出來(lái)，因而，應(yīng)用單溫度模型也就不能準(zhǔn)確預(yù)測(cè)孔隙率變化時(shí)的出口溫度變化。在確定蜂窩陶瓷孔隙率時(shí)，應(yīng)綜合考慮壓強(qiáng)損失和蓄熱能力等因素。

4 結(jié)論

1）熱逆流氧化床運(yùn)行時(shí)，伴隨氣體溫度和流速在氧化床內(nèi)部的變化，氣體所受到的阻力也發(fā)生劇烈變化。在預(yù)熱段，壓強(qiáng)梯度的絕對(duì)值沿氣體流動(dòng)方向增加；反應(yīng)段內(nèi)，壓強(qiáng)梯度基本保持不變；反應(yīng)產(chǎn)生的氣體進(jìn)入蓄熱段后，溫度不斷下降，壓強(qiáng)梯度的絕對(duì)值也隨之下降。

2）在任意周期內(nèi)，氧化床阻力在前半周期內(nèi)隨時(shí)間增加而不斷降低，進(jìn)入后半周期后，氧化床阻力開始回升，到后半周期結(jié)束時(shí)恢復(fù)到該周期開始時(shí)的阻力值；氧化床阻力隨著氣流方向的周期改變以V型波的形式呈現(xiàn)周期性變化。

3）在其他條件不變的情況下，氧化床壓強(qiáng)損失隨著乏風(fēng)量的增加幾乎呈線性增加，隨著乏風(fēng)中甲烷濃度的升高而增加，隨著蜂窩陶瓷孔隙率的增大而降低，而換向半周期對(duì)氧化床壓強(qiáng)損失幾乎沒(méi)影響。

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（修改回稿日期 2012-04-08 編輯 何 明）

10.3787／j.issn.1000-0976.2012.06.018

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目“煤礦乏風(fēng)低濃度瓦斯的熱逆流催化氧化”（編號(hào)：51076042）。

王鵬飛，1984年生，講師，博士；主要從事低濃度天然氣利用方面的研究工作。地址：（411201）湖南省湘潭市湖南科技大學(xué)能源與安全工程學(xué)院。E-mail：pfwang＠sina.cn